CN111914335A - 一种考虑多因素影响的饱和土盾构施工引起的土体变形计算方法 - Google Patents
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Abstract
本发明公开了一种考虑多因素影响的饱和土盾构施工引起的土体变形计算方法，包括：确定饱和土盾构掘进的施工参数；根据所述施工参数确定饱和土盾构掘进过程中各因素的取值，包括刀盘附加推力、盾壳摩擦力、注浆压力及土体损失率；根据刀盘附加推力考虑了挤土效应的影响、盾壳摩擦力考虑了浆液蔓延及土体软化的影响、注浆压力考虑了浆液自重及环向不均匀分布的影响并将其进行分区处理、以及土体损失率考虑了注浆填充的影响，建立饱和土盾构推进受力分析模型；根据所述饱和土盾构推进受力分析模型确定各因素引起的土体变形；将各因素引起的土体变形通过叠加得到饱和土盾构施工引起土体的总变形。
Description
技术领域
本发明属于地下工程技术领域，涉及一种考虑多因素影响的饱和土盾构施工引起的土体变形计算方法。
背景技术
近年来，盾构法因其施工安全、环保、高效等特点在土地区城市隧道建设中被广泛应用。然而，盾构施工不可避免的会对周围土体产生扰动，尤其是在低渗透的饱和土地区，由于其压缩性大、灵敏度高等特点，土体变形更为明显。目前，盾构施工引起的土体变形理论计算方法有三种：
1)基于传统Peck公式的经验解；
2)基于Mindlin公式的理论解；
3)基于半无限饱和土初值公式的解析解。
依据现有文献分析，上述三种理论计算方法仍存在较大不足：
1)Peck公式中参数大多依靠经验取值，具有较大的离散性，其预测结果也只能适用于土质较均匀，施工条件较理想的工程，而现场施工则受到多种因素的影响，因此不能真实反映盾构施工过程中各施工参数引起地表变形的规律；
2)Mindlin解的前提是假设土体为单相介质，但实际土是由三相介质构成，即便是饱和土也由两相介质组成，且由于饱和土的低渗透、高压缩、强灵敏度等特点，在土区采用只考虑单相介质的Mindlin解进行地表变形预测会导致结果偏离实测值；
3)丁智等[1]基于半无限饱和土初值公式，引入饱和土两相介质的特性，推导出饱和土盾构施工引起的地表变形解，但未考虑到刀盘的挤土效应、盾壳处的浆液蔓延、土体软化、注浆的不均匀性以及浆液填充对土体损失率的影响，致使结果较实测值偏大；
4)关于刀盘附加推力的研究，现有计算大多取盾构轴线处的实际开挖压力与该位置的初始土压力之差，一般假设为20kPa，但其忽略了刀盘在切削土体时会产生一定的挤压力，导致结果出现了较大的偏差；
5)关于盾壳摩擦力的研究，现有计算大多根据应力状态理论，求出沿盾壳圆周摩擦力的平均值，或根据工程经验直接假设为一定值，且沿盾壳均匀分布。实际上，盾构在掘进过程中，因盾壳与土体有明显的位移，会导致盾壳摩阻力出现软化特性，且由于盾尾注浆液的流动性，浆液会蔓延出注浆区，致使蔓延区盾壳与周围土体的摩擦特性发生改变，故盾构摩擦的取值不能仅考虑周围土体应力及摩擦系数的影响；
6)关于盾尾注浆压力的研究，现有计算大多取实际注浆压力与应力释放后周围土层的水土压力之差作为附加注浆压力值。但在对注浆压力进行实时监测的过程中，发现盾构上、下部分注浆压力不同，具体表现为上部注浆压力小，下部注浆压力大的特征。而现有关于盾尾注浆压力的研究，大多将其假设为环向均匀分布，忽略了浆液自重的影响，故由此计算得出的盾尾注浆压力与实测相差较大；
7)关于土体损失的研究，认为土体损失产生位于刀盘开挖面，因此忽略了注浆填充对土体损失率计算的影响，且尚未考虑到饱和土体两相介质特性，导致结果远大于实际值。
文献：[1]丁智,王凡勇,魏新江,等.饱和土盾构施工引起的三维土体变形及孔隙水压力研究[J].岩石力学与工程学报,2018,37(9):2189-2199.
发明内容
本发明实施例的目的是提供一种考虑多因素影响的饱和土盾构施工引起的土体变形计算方法，以解决现有存在的计算公式中未考虑饱和土特性、刀盘附加推力未考虑挤土效应、盾壳摩擦力未考虑土体软化及浆液蔓延、注浆压力未考虑浆液自重及不均匀同步注浆以及土体损失未考虑浆液填充问题。
为了达到上述目的，本发明实施例所采用的技术方案如下：
本发明实施例提供一种考虑多因素影响的饱和土盾构施工引起的土体变形计算方法，包括：
确定饱和土盾构掘进的施工参数；
根据所述施工参数确定饱和土盾构掘进过程中各因素的取值，包括刀盘附加推力、盾壳摩擦力、注浆压力及土体损失率；
根据刀盘附加推力考虑了挤土效应的影响、盾壳摩擦力考虑了土体软化的影响、注浆压力考虑了浆液自重及环向不均匀分布的影响并将其进行分区处理、以及土体损失率考虑了注浆填充的影响，建立饱和土盾构推进受力分析模型；
根据所述饱和土盾构推进受力分析模型确定各因素引起的土体变形；
将各因素引起的土体变形通过叠加得到饱和土盾构施工引起土体的总变形。
进一步地，根据所述施工参数确定饱和土盾构掘进过程中各因素的取值，具体包括：
所述刀盘附加推力q考虑了刀盘挤土效应的影响，按下式取值：
式中：q为刀盘附加推力，单位：kN/m2；μ为泊松比，无量纲；Eu为土体不排水弹性模量，单位：MPa；v为盾构掘进速度，单位：cm/min；ξ为刀盘开口率，单位：％；D为刀盘直径，单位：m；k为刀盘闭口部分幅数，无量纲；w为刀盘转速，单位：r/min；Δp′为刀盘切入土体产生的挤压力，单位：kPa；
所述盾壳摩擦力f考虑了土体的软化特性，按下式取值：
式中：f为盾壳摩擦力，单位：kN/m2；βs为桩-土界面残余摩阻力τsr与极限侧摩阻力τsu的比值，无量纲；σθ为作用于盾壳的径向正应力，单位：kN/m2；σv为竖向土压力，单位：kN/m2；σh为水平土压力，单位：kN/m2；δ′为盾构与周围土体的界面摩擦角，单位：°；σ轴为盾构轴线处的竖向土压力，单位：kN/m2；K0为侧向静止土压力系数，无量纲；γ为土体重度，单位：kN/m3；
所述盾尾分区注浆压力pi考虑了浆液自重及环向不均匀分布，按下式取值：
式中：pi为盾尾分区注浆压力，单位：kPa；p0为注浆孔实际注浆压力，单位：kPa；α为计算点与x轴的夹角，单位：弧度制；α0为注浆孔与x轴的夹角，单位：弧度制；A为牛顿流体系数，无量纲；q0为浆液流量，单位：m3/s；μ(t)为浆液粘度系数，单位：Pa·s；r0为盾尾间隙的一半，单位：m；Rs为隧道半径，单位：m；
所述土体损失率vloss考虑注浆填充，按下式取值：
式中：Vloss为单位长度土体损失量，单位：m3/m；R′为管片外径，单位：m；ζ为浆液渗透率，单位：％；
为注浆填充率，单位：％；g为隧道与管片的间距，单位：m；vloss为土体损失率，单位：％；Gp′为考虑注浆填充后的盾尾空隙；Gp为隧道与盾构之间的几何空隙，单位：m；U3D为盾构前部土体的三维弹塑性变形，单位：m；ω为施工影响因素，单位：m；κ为考虑注浆填充影响后的参数，无量纲。
进一步地，根据所述饱和土盾构推进受力分析模型确定各因素引起的土体变形，具体包括：
刀盘附加推力引起的土体变形计算公式为：
其中：
式中：μz-q为刀盘附加推力引起的土体变形，单位：mm；z0为隧道轴线埋深，单位：m；x为计算点距离隧道轴线的横向水平距离，单位：m；y为计算点距离开挖面的水平距离，单位：m；z为计算点离地面的竖向距离，由地面向下为正，单位：m；G为剪切弹性模量，单位：kPa；
盾壳摩擦力引起的土体变形计算公式为：
其中：
式中：μz-f为盾壳摩擦力引起的土体变形，单位：mm；λ为摩擦力折减系数，无量纲；L为盾构全长，单位：m；c为浆液蔓延长度，单位：m。
盾尾注浆压力引起的土体变形计算公式为：
其中：
式中：μz-pz为盾尾注浆压力引起的土体变形，单位：mm；m为管片单环宽度，单位：m；
土体损失引起的土体变形计算公式为：
式中：Szf为土体损失引起的土体变形，单位：mm。
进一步地，将各因素引起的土体变形通过叠加得到饱和土盾构施工引起土体的总变形，具体包括：
根据μz＝μz-q+μz-f+μz-pz+Szf，得到饱和土盾构施工引起土体的总变形μz。
根据以上技术方案，本发明的有益效果如下：
根据本发明提供的具体实施例，应用本发明求得饱和土盾构施工引起的地表变形量，与Mindlin解、丁智解相比，其结果表明，本专利计算结果与实测曲线更接近，可以较为准确地反映盾构掘进过程中纵、横向地表变形的特点。本发明考虑了盾构在掘进过程中多因素的影响，基于半无限饱和土初值解，对盾构施工引起的土体变形进行预测，对饱和土盾构工程具有预防、指导意义，并且为今后有关饱和土盾构掘进引起土体变形的研究提供了理论基础。
附图说明
此处所说明的附图用来提供对本发明的进一步理解，构成本发明的一部分，本发明的示意性实施例及其说明用于解释本发明，并不构成对本发明的不当限定。在附图中：
图1为本发明实施例提供的一种考虑多因素影响的饱和土盾构施工引起的土体变形计算方法的流程图；
图2为盾壳表面应力状态示意图；
图3为注浆压力分布示意图；
图4为隧道土体移动模型；
图5为盾构推进受力分析模型，其中(a)为修正前的示意图，(b)为修正后的示意图；
图6为刀盘附加推力积分示意图；
图7为盾壳摩擦力积分示意图；
图8为盾尾注浆压力积分示意图，其中(a)为平面示意图，(b)为立面示意图；
图9为实测与计算纵向地表变形图(x＝2.5)；
图10为纵向地表变形对比图(x＝2.5)；
图11为实测与计算横向地表变形图(y＝42.7)；
图12为实测与计算横向地表变形对比，(a)实测横向地表变形图，(b)理论计算横向地表变形图。
具体实施方式
为使本申请的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合伦敦海德公园隧道项目及相应的附图对本申请技术方案进行清楚、完整地描述。显然，所描述的实施例仅是本申请一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本申请中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本申请保护的范围。
图1为本发明实施例提供的一种考虑多因素影响的饱和土盾构施工引起的土体变形计算方法的流程图；本实施例提供的一种考虑多因素影响的饱和土盾构施工引起的土体变形计算方法，包括以下步骤：
步骤S101，确定饱和土盾构掘进的施工参数；
具体地，确定饱和土盾构掘进的施工参数，包括：泊松比μ，饱和土在不排水的条件下取μ＝0.5；刀盘切入土体产生的挤压力Δp′，一般取10～25kPa；土体不排水弹性模量Eu，软土地层中取Eu＝(2.5～3.5)Es0.1-0.2,土质越硬，压缩性越小的土层其系数取值越大；摩擦力折减系数λ，根据工程经验取λ＝0.5；盾构与周围土体的界面摩擦角δ′，根据界面剪切试验得到黏土与光滑钢材界面摩擦角为6.5°～9°；桩-土界面残余摩阻力τsr与极限侧摩阻力τsu的比值βs，根据实测得到βs＝0.83～0.97；浆液粘度系数μ(t)，牛顿流体取值为0.005Pa·s；考虑注浆填充影响后的参数κ，对于黏土，κ＝0.116(z0/2Rs)-0.042；考虑注浆填充后的盾尾空隙Gp′，取Gp′＝κGp；施工影响因素ω，经过弹塑性有限元分析，得到ω＝0.5～0.6Gp′；盾构前部土体的三维弹塑性变形U3D；浆液蔓延长度c，采用模型计算得出蔓延长度约为2.2m；浆液渗透率ζ，主要包括浆液劈裂土体和因地层渗透系数较大而造成浆液流失的比例。其余施工参数则根据地勘报告，施工设计方案等文件进行取值，具体地，包括：压缩模量Es0.1-0.2、盾构掘进速度v、刀盘开口率ξ、刀盘直径D、刀盘闭口部分幅数k、刀盘转速w、作用于盾壳的径向正应力σθ、竖向土压力σv、水平土压力σh、盾构轴线处的竖向土压力σ轴、侧向静止土压力系数K0、土体重度γ、注浆孔实际注浆压力p0、注浆填充率
计算点与x轴的夹角α、注浆孔与x轴的夹角α0、浆液流量q0、盾尾间隙的一半r0、隧道半径Rs、管片外径R′、隧道与管片的间距g、隧道与盾构之间的几何空隙Gp、隧道轴线埋深z0、剪切弹性模量G、盾构全长L。
步骤S102，根据所述施工参数确定饱和土盾构掘进过程中各因素的取值，包括刀盘附加推力、盾壳摩擦力、注浆压力及土体损失率；具体包括：
所述刀盘附加推力q考虑了刀盘挤土效应的影响，计算按下式取值：
所述盾壳摩擦力f考虑了土体的软化特性，应力状态示意图如图2所示，计算按下式取值：
所述盾尾分区注浆压力pi考虑环向不均匀分布，分布示意图如图3所示，计算按下式取值：
式中：±根据浆液填充方向判断，向上为-，向下为+；当浆液向上填充时sinα-sinα0＞0，使得-ρgRs(sinα-sinα0)＜0，此时浆液重力对注浆压力产生减压效果；当浆液向下填充时，式中sinα-sinα0＜0，使得-ρgRs(sinα-sinα0)大于0，此时浆液重力对注浆压力产生加压效果，符合工程实际。
所述土体损失率vloss考虑注浆填充，其土体移动模型如图4所示，计算按下式取值：
步骤S103，根据刀盘附加推力考虑了挤土效应的影响、盾壳摩擦力考虑了浆液蔓延及土体软化的影响、注浆压力考虑了浆液自重及环向不均匀分布的影响并将其进行分区处理、以及土体损失率考虑了注浆填充的影响，建立饱和土盾构推进受力分析模型；
具体地，如图5所示，修正后的模型有如下特点：
在原附加推力q′的基础上考虑了挤土效应的影响；在原盾壳摩擦力f′的基础上考虑了土体软化的影响，以及浆液蔓延导致盾尾部分摩擦力有一定的折减；在原注浆压力p′的基础上考虑了浆液自重及环向不均匀分布的影响并将其进行分区处理。
步骤S104，根据所述饱和土盾构推进受力分析模型确定各因素引起的土体变形；具体包括：
刀盘附加推力引起的土体变形积分示意图如图6所示，计算公式为：
其中：
式中：x为计算点距离隧道轴线的横向水平距离，单位：m；y为计算点距离开挖面的水平距离，单位：m；z为计算点离地面的竖向距离，由地面向下为正，单位：m；
盾壳摩擦力引起的土体变形积分示意图如图7所示，计算公式为：
其中：
盾尾注浆压力引起的土体变形积分示意图如图8所示，计算公式为：
其中：
土体损失引起的土体变形计算公式为：
步骤S105，将各因素引起的土体变形通过叠加得到饱和土盾构施工引起土体的总变形；具体包括：
根据μz＝μz-q+μz-f+μz-pz+Szf，得到饱和土盾构施工引起土体的总变形μz。
如图9是实测与计算隧道轴线附近纵向地表变形图，图中y为盾构刀盘距监测断面的距离，w为地表变形量(下同)。由图可知，当盾构未到达监测断面时，盾壳摩擦力与土体损失引起的地表变形最为明显，主要原因是盾壳与周围土体摩擦力较大，且作用面比附加推力和盾尾注浆广，而土体损失是引起地表变形的主要因素。刀盘附加推力、盾壳摩擦力引起的地表变形曲线分别关于y＝0、y＝5m(L/2)呈中心对称，注浆压力引起的地表变形曲线关于y＝11m(1.0L)成轴对称；当刀盘距离断面前方约10m(3Rs)时，地表开始发生明显变形；当刀盘位于监测断面正下方时，计算得地表沉降量为1.3mm，约为地表最终沉降(5.7mm)的23％，这是因为在土地区，由于土中孔隙水压力无法及时排出，导致土体变形沉降较大，但土性带来的滞后效应使得盾构参数引起的扰动反应会推迟发生，文献(刘树佳,白廷辉,廖少明,等.土地区盾构施工参数对土体位移影响的滞后性试验研究[J].岩土力学,2017,38(03):857-865.)的试验结果也证明了本文计算的可靠性：土地区盾构穿越监测断面，因土体参数中的摩阻力，排水条件、渗透系数等影响，往往会导致土体变形具有滞后性；当盾构经过监测断面约11m(1.0L)，即盾尾注浆孔位于监测断面正下方时，注浆引起的地表隆起达到最大值；当刀盘经过监测断面35m(1.0z0)时，地表沉降逐渐趋于稳定。将本文预测的地表变形曲线与实测曲线相比较，可知预测结果比实测值稍小，曲线走向基本一致，说明本文所采用的计算方法较为合理。
基于本文计算结果，通过与经典的Mindlin解及未修正的丁智解进行对比，来验证本文施工参数修正的准确性，结果如图10所示。由图可知，Mindlin解及丁智解计算的变形沉降(隆起)量比本文预测结果更大，且丁智解计算得出的隆起量较Mindlin解更明显，而沉降量恰好相反。这是因为：①盾构前期施工参数对地表变形的影响比土体损失更大，其中，盾壳摩擦力是引起地表变形的主要因素，而原盾壳摩擦力计算公式因忽略了土体软化及浆液蔓延润滑盾壳壁的影响，导致计算结果偏大；②丁智解较Mindlin解考虑了饱和土特性，假定土体不可压缩，所以，在计算土体损失引起的地表变形时，沉降量会略小。对比结果表明，本文计算结果与实测结果更为接近，从而再次验证了本文计算方法的正确性。
图11为盾构经过监测断面42.7m(y>1.0z0)时，各施工参数对横向地表变形的影响情况，图中x为监测点距离隧道轴线的距离，w为地表变形量(下同)。由图可知，地表变形主要是由土体损失引起的，而注浆压力、刀盘附加推力对地表变形的影响几乎可忽略不计，盾壳摩擦力的影响也较小。究其原因，是因为此时盾构已远离离监测断面，外力对土体的影响在传递中被削弱，而由土体损失引起的扰动变形影响范围更广。
此外，将本文预测的地表沉降槽曲线与实测曲线相比，可知本文预测结果和实测曲线皆符合高斯分布规律。在隧道轴线处实测最大沉降量(约6mm)比理论最大沉降量(约5.7mm)大0.3mm，而两侧沉降量明显偏小。这是因为距离西行隧道轴线下方约15m处建有一条东西向的车道，而上方距离约30m是伦敦贝斯沃特路，两者路面刚度较大，因此抑制了地表的变形。这与三篇文献(1、刘树佳,白廷辉,廖少明,等.土地区盾构施工参数对土体位移影响的滞后性试验研究[J].岩土力学,2017,38(03):857-865；2、DING Zhi,WEI Xin-jiang,WEI Gang.Prediction methods on tunnel-excavation induced surfacesettlement around adjacent building[J].Geomechanics and Engineering,2017,12(2):185-195；3、任建喜,李庆园,郑赞赞,等.盾构诱发的地表及邻近建筑物变形规律研究[J].铁道工程学报,2014(1):69-74)分析结果一致，构筑物的刚度会地表变形有约束作用。而监测点离隧道轴线越远，即离两侧路面越近，其实测沉降值与理论预测值偏离越大，这是由于两侧路面抑制了地表的变形，为弥补盾构施工所产生的地层损失，致使沉降向隧道轴线上方扩张，最终导致沉降槽形状“深而窄”，而理论计算值未考虑到地表构筑物的影响，较实测值而言，其沉降槽“浅而宽”，结果与实际情况相符。
图12中的(a)、(b)分别为盾构距监测断面不同位置时的地表沉降理论和实测曲线图。经对比后发现，本文计算结果与实测吻合较好，地表沉降曲线在x∈[-5m，15m]范围内能较准确地预测地表沉降的变化规律，而离开此范围，由于受到南北两条道路的影响，使得地表变形受到了一定的限制。由图可知，最大沉降均位于隧道轴线附近，距隧道轴线越远，其竖向变形量越小，当水平距离超过35m(1.0z0)时，盾构施工引起的地表变形量小于1mm，沉降几乎无影响。
此外，当y＜-11m(3Rs)时，监测断面受到盾构施工的影响较小，地表变形无起伏，近似为一条直线；当y＝-11m(3Rs)时，盾壳摩擦力、注浆压力、刀盘附加推力等施工参数引起的地表隆起累加值恰好与土体损失造成的地表沉降值相抵消，使得地表最终变形量趋于0；当y>-11m(3Rs)时，随着盾构的推进，地表沉降量继续增加。这与文献(魏纲,叶琦,虞兴福.杭州地铁盾构隧道掘进对建筑物影响的实测分析[J].现代隧道技术,2015,52(3):150-159)的实测结果基本一致：当盾构离测点6Rs前，地表不发生沉降(隆起)；当距离测点约3Rs左右，地表开始沉降(隆起)；当盾构通过测点这一段区间内，地表发生明显沉降；盾尾通过一段距离(约3Rs～4Rs)地表沉降达到瞬时沉降的峰值，此后随时间的变化，受扰动土体排水固结，地面继续沉降。
以上所述仅为本发明的较佳实施例而已，并不用以限制本发明，凡在本发明的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。
Claims (4)
1.一种考虑多因素影响的饱和土盾构施工引起的土体变形计算方法，其特征在于，包括：
确定饱和土盾构掘进的施工参数；
根据所述施工参数确定饱和土盾构掘进过程中各因素的取值，包括刀盘附加推力、盾壳摩擦力、注浆压力及土体损失率；
根据刀盘附加推力考虑了挤土效应的影响、盾壳摩擦力考虑了浆液蔓延及土体软化的影响、注浆压力考虑了浆液自重及环向不均匀分布的影响并将其进行分区处理、以及土体损失率考虑了注浆填充的影响，建立饱和土盾构推进受力分析模型；
根据所述饱和土盾构推进受力分析模型确定各因素引起的土体变形；
将各因素引起的土体变形通过叠加得到饱和土盾构施工引起土体的总变形。
2.根据权利要求1所述的考虑多因素影响的饱和土盾构施工引起的土体变形计算方法，其特征在于，根据所述施工参数确定饱和土盾构掘进过程中各因素的取值，具体包括：
所述刀盘附加推力q考虑了刀盘挤土效应的影响，按下式取值：
式中：q为刀盘附加推力，单位：kN/m2；μ为泊松比，无量纲；Eu为土体不排水弹性模量，单位：MPa；v为盾构掘进速度，单位：cm/min；ξ为刀盘开口率，单位：％；D为刀盘直径，单位：m；k为刀盘闭口部分幅数，无量纲；w为刀盘转速，单位：r/min；Δp′为刀盘切入土体产生的挤压力，单位：kPa；
所述盾壳摩擦力f考虑了土体的软化特性，按下式取值：
式中：f为盾壳摩擦力，单位：kN/m2；βs为桩-土界面残余摩阻力τsr与极限侧摩阻力τsu的比值，无量纲；σθ为作用于盾壳的径向正应力，单位：kN/m2；σv为竖向土压力，单位：kN/m2；σh为水平土压力，单位：kN/m2；δ′为盾构与周围土体的界面摩擦角，单位：°；σ轴为盾构轴线处的竖向土压力，单位：kN/m2；K0为侧向静止土压力系数，无量纲；γ为土体重度，单位：kN/m3；
所述盾尾分区注浆压力pi考虑了浆液自重及环向不均匀分布，按下式取值：
式中：pi为盾尾分区注浆压力，单位：kPa；p0为注浆孔实际注浆压力，单位：kPa；α为计算点与x轴的夹角，单位：弧度制；α0为注浆孔与x轴的夹角，单位：弧度制；A为牛顿流体系数，无量纲；q0为浆液流量，单位：m3/s；μ(t)为浆液粘度系数，单位：Pa·s；r0为盾尾间隙的一半，单位：m；Rs为隧道半径，单位：m；
所述土体损失率vloss考虑了注浆填充，按下式取值：
式中：Vloss为单位长度土体损失量，单位：m3/m；R′为管片外径，单位：m；ζ为浆液渗透率，单位：％；
为注浆填充率，单位：％；g为隧道与管片的间距，单位：m；vloss为土体损失率，单位：％；Gp′为考虑注浆填充后的盾尾空隙；Gp为隧道与盾构之间的几何空隙，单位：m；U3D为盾构前部土体的三维弹塑性变形，单位：m；ω为施工影响因素，单位：m；κ为考虑注浆填充影响后的参数，无量纲。
3.根据权利要求2所述的考虑多因素影响的饱和土盾构施工引起的土体变形计算方法，其特征在于，根据所述饱和土盾构推进受力分析模型确定各因素引起的土体变形，具体包括：
刀盘附加推力引起的土体变形计算公式为：
其中：
式中：μz-q为刀盘附加推力引起的土体变形，单位：mm；z0为隧道轴线埋深，单位：m；x为计算点距离隧道轴线的横向水平距离，单位：m；y为计算点距离开挖面的水平距离，单位：m；z为计算点离地面的竖向距离，由地面向下为正，单位：m；G为剪切弹性模量，单位：kPa；
盾壳摩擦力引起的土体变形计算公式为：
其中：
式中：μz-f为盾壳摩擦力引起的土体变形，单位：mm；λ为摩擦力折减系数，无量纲；L为盾构全长，单位：m；c为浆液蔓延长度，单位：m。
盾尾注浆压力引起的土体变形计算公式为：
其中：
式中：μz-pz为盾尾注浆压力引起的土体变形，单位：mm；m为管片单环宽度，单位：m；
土体损失引起的土体变形计算公式为：
式中：Szf为土体损失引起的土体变形，单位：mm。
4.根据权利要求3所述的考虑多因素影响的饱和土盾构施工引起的土体变形计算方法，其特征在于，将各因素引起的土体变形通过叠加得到饱和土盾构施工引起土体的总变形，具体包括：
根据μz＝μz-q+μz-f+μz-pz+Szf，得到饱和土盾构施工引起土体的总变形μz。
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